鄭佳佳， 闞君武， 張廣， 王炅， 歐陽青

(1.浙江師范大學(xué) 工學(xué)院， 浙江 金華 321004；2.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 江蘇 南京 210094；3.嘉興學(xué)院 機(jī)械工程學(xué)院， 浙江 嘉興 314001)

0 引言

針對威力較大或射角變化較大的火炮，為保證其射擊穩(wěn)定性同時(shí)降低火線高，反后坐裝置需要對高沖擊載荷下的不確定性表現(xiàn)出自適應(yīng)性[1-2]。傳統(tǒng)火炮反后坐裝置采用典型液壓制退機(jī)，并通過優(yōu)化節(jié)制孔改變沿軸向方向流體流動(dòng)的橫截面積來調(diào)整后坐阻力規(guī)律，但該設(shè)計(jì)主要缺點(diǎn)在于一旦加工完成，其輸出阻尼特性不能改變，無法滿足未來火炮的發(fā)展要求。

以磁流變液為阻尼介質(zhì)的磁流變緩沖器，具有結(jié)構(gòu)簡單、能耗低、響應(yīng)快(毫秒級(jí))、阻尼力連續(xù)可調(diào)、易于控制等優(yōu)點(diǎn)[3-5]，為現(xiàn)代火炮武器系統(tǒng)，尤其是火炮反后坐裝置的開發(fā)和應(yīng)用提供了新的途徑。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者圍繞磁流變緩沖器應(yīng)用于火炮反后坐系統(tǒng)以提升火炮威力，同時(shí)增強(qiáng)其靈活性開展了部分可行性研究[6-14]。 Ahmadian等[7]將設(shè)計(jì)的第1代和第2代磁流變緩沖器安裝在單發(fā)50 mm口徑BMG步槍上，并應(yīng)用在前沖炮上進(jìn)行靶場試驗(yàn)，得到了較滿意的緩沖效果。Singh等[8]將磁流變反后坐優(yōu)化控制問題歸結(jié)為對反后坐負(fù)載最小化和射擊速度最大化的多目標(biāo)優(yōu)化問題，通過理論分析證實(shí)了可控磁流變緩沖器在火炮反后坐上的應(yīng)用可行性。Bajkowski等[9-10]針對AKMS 7.62 mm小口徑卡賓槍的磁流變制退機(jī)，完成了單發(fā)射擊條件下的沖擊能量耗散評(píng)估，并針對含復(fù)進(jìn)彈簧的磁流變后坐系統(tǒng)進(jìn)行了相關(guān)參數(shù)識(shí)別，發(fā)現(xiàn)在600～650發(fā)/min射頻條件下可獲得良好的控制效果。

文獻(xiàn)[11-14]以某口徑火炮反后坐裝置為研究對象搭建了火藥沖擊試驗(yàn)平臺(tái)，并對所設(shè)計(jì)的單級(jí)線圈和多級(jí)串聯(lián)式磁流變緩沖器進(jìn)行控制效果評(píng)價(jià)，分別針對高沖擊載荷下存在的流體通道堵塞、液體慣性效應(yīng)及無法滿足“平臺(tái)效應(yīng)”要求等問題提出了相應(yīng)的解決方案。以上研究主要針對磁流變阻尼器本身器件輸出阻尼的可控特性，而鮮有從射擊穩(wěn)定性角度考慮不同射擊角度對火炮反后坐緩沖的差異性。

事實(shí)上，針對固定于地面或安裝于很重基礎(chǔ)上的固定式火炮(如艦炮、坦克炮等)，理想后坐制動(dòng)圖應(yīng)根據(jù)盡量縮短后坐長度和相應(yīng)地減小后坐阻力考慮擬定，并提出以“平臺(tái)效應(yīng)”作為最優(yōu)緩沖目標(biāo)曲線進(jìn)行控制；而針對機(jī)動(dòng)性強(qiáng)火炮(如牽引式火炮、山地火炮、空降火炮等)而言，應(yīng)以優(yōu)先考慮其射擊穩(wěn)定性、再考慮縮短后坐長度為設(shè)計(jì)原則[15]。

本文以機(jī)動(dòng)型火炮反后坐為應(yīng)用場合，設(shè)計(jì)了長行程、多級(jí)可獨(dú)立加載電流式磁流變緩沖器；基于45°射角下理想后坐阻力變化規(guī)律，利用沖擊試驗(yàn)分別比較在3種不同工作模式下緩沖器的輸出動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性；通過改變時(shí)間和空間二維電流加載次序，分析討論阻尼間隙內(nèi)不同組合線圈對輸出緩沖性能的影響，證實(shí)了磁流變緩沖器在較大射角下火炮反后坐緩沖系統(tǒng)中具有一定的可控性。

1 反后坐磁流變緩沖系統(tǒng)建模

圖1 火炮后坐部分受力分析Fig.1 Force analysis of gun recoil system

為建立磁流變火炮反后坐運(yùn)動(dòng)微分方程，首先取后坐部分為研究對象，對發(fā)射時(shí)后坐部分進(jìn)行受力分析。如圖1所示，火炮以角度θ發(fā)射時(shí)，后坐部分所受主動(dòng)力為炮膛合力Fb和后坐部分重力Gr，它們分別作用在炮膛軸線和后坐部分質(zhì)心上。約束反力包括磁流變緩沖器阻尼力Fd、密封裝置摩擦力Ff、搖架導(dǎo)軌法向反力Fn及相應(yīng)的摩擦力Ft. 當(dāng)內(nèi)彈道參數(shù)、結(jié)構(gòu)尺寸和重力確定后，通過控制后坐阻力Fr的變化規(guī)律，進(jìn)而控制火炮后坐運(yùn)動(dòng)及其受力規(guī)律。

針對無復(fù)進(jìn)單行程反后坐形式，磁流變反后坐物理模型可用單自由度系統(tǒng)描述。磁流變緩沖器通過導(dǎo)軌固定在炮架上，當(dāng)炮膛合力Fb作用于后坐部分時(shí)，其過程可用以下微分方程描述：

(1)

(2)

c1和c2為阻尼系數(shù)，L0為磁場作用下阻尼通道有效長度，τy(B)為磁流變液屈服應(yīng)力，幅值取決于所施加的磁感應(yīng)強(qiáng)度大小，h為阻尼間隙，Ap為液筒內(nèi)活塞橫截面積。

炮膛合力Fb由火藥爆炸所引起產(chǎn)生，通?？杀硎緸橐粋€(gè)半正弦結(jié)合負(fù)指數(shù)函數(shù)[2]：

(3)

(4)

式中：tλ為后坐過程終止時(shí)間。

圖2 理想火炮后坐阻力-時(shí)間曲線Fig.2 Ideal profile of gun recoil force

圖3 不同沖量特征時(shí)理想火炮后坐阻力和速度隨位移變化曲線(θ=45°)Fig.3 Changing curves of gun recoil force and velocity as a function of displacement under different impulses characteristics (θ=45°)

2 多級(jí)獨(dú)立式磁流變緩沖器設(shè)計(jì)

根據(jù)火藥高沖擊載荷特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了一種單行程磁流變緩沖器，其有效行程達(dá)600 mm，工作模式為剪切閥式混合模式。為提高最大阻尼力及增加可控性能，該磁流變緩沖器采用4級(jí)并聯(lián)反接形式線圈，并可獨(dú)立加載激勵(lì)電流。如圖4所示，內(nèi)部活塞頭具有4個(gè)凹槽，纏繞在單個(gè)凹槽上的線圈匝數(shù)為500，其導(dǎo)線選用直徑為0.69 mm的銅漆包線，該漆包線從導(dǎo)線孔引入和導(dǎo)出，繞在各自凹槽上形成4個(gè)平行的電磁回路。其他基本結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示，所選用的工作介質(zhì)為寧波杉工集團(tuán)公司生產(chǎn)的SG-MRF2305型磁流變液。

圖4 多級(jí)獨(dú)立式磁流變緩沖器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Schematic diagram of multi-coil MR absorber with individual input currents

表1 多級(jí)獨(dú)立式磁流變緩沖器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Main geometrical parameters of multi-coil MR damper with individual input currents

磁流變緩沖器作為一種阻尼可控器件，其工作原理是通過調(diào)節(jié)勵(lì)磁線圈電流獲得不同的磁場強(qiáng)度，使得液筒阻尼通道內(nèi)原本雜亂的顆粒在毫秒級(jí)內(nèi)磁化演變成有規(guī)律的鏈狀或柱狀，從而改變緩沖器輸出阻尼力[5-6]。同時(shí)由(2)式可知，多級(jí)線圈獨(dú)立加載激勵(lì)電流形式，可通過以下3種不同形式調(diào)整緩沖器輸出阻尼力來阻礙活塞的往復(fù)運(yùn)動(dòng)：1)調(diào)節(jié)磁場強(qiáng)度大?。?)改變工作線圈數(shù)量；3)二者排列組合。另外，兩電磁線圈同時(shí)工作時(shí)產(chǎn)生的電感相互影響，使得單一線圈較多級(jí)線圈具有更快的響應(yīng)速度[16]，因此多級(jí)獨(dú)立式結(jié)構(gòu)可通過改變線圈工作模式來調(diào)節(jié)磁流變緩沖器的響應(yīng)時(shí)延，增加其控制靈活性，使得相應(yīng)控制策略在沖擊載荷下僅為幾百毫秒緩沖時(shí)間內(nèi)發(fā)揮更好的效果。同時(shí)，在不加載激勵(lì)電流即零場狀態(tài)下，該多級(jí)獨(dú)立式磁流變緩沖器以黏滯液體被動(dòng)阻尼形式進(jìn)行抗沖擊耗能運(yùn)動(dòng)。

(5)

(6)

3 沖擊動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)

為證實(shí)多級(jí)獨(dú)立式磁流變緩沖器在火炮反后坐應(yīng)用中具有一定的可控性，利用所搭建的沖擊動(dòng)態(tài)試驗(yàn)測試裝置進(jìn)行緩沖器抗沖擊實(shí)驗(yàn)，如圖5所示。該沖擊試驗(yàn)臺(tái)主要包括工控機(jī)、dSPACE半實(shí)物仿真系統(tǒng)、直流穩(wěn)壓電源、傳感器、電流控制器和沖擊臺(tái)架等。緩沖器輸出阻尼力由安裝于緩沖器活塞桿前端并與基座固定連接的力傳感器測得，而速度和位移數(shù)據(jù)則由安裝于臺(tái)架運(yùn)動(dòng)導(dǎo)軌底部的速度/位移傳感器采集。沖擊動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)測試過程中，通過傳感器實(shí)時(shí)測量磁流變緩沖器的輸出阻尼力、速度/加速度和位移，并利用dSPACE數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進(jìn)行信號(hào)儲(chǔ)存。同時(shí)根據(jù)所設(shè)定的緩沖目標(biāo)通過電流控制器調(diào)節(jié)激勵(lì)電流大小，進(jìn)而控制緩沖器輸出阻尼力。

圖5 磁流變緩沖器沖擊動(dòng)態(tài)測試裝置Fig.5 Impact dynamic test system for magnetorheological absorber

該測試實(shí)驗(yàn)主要將理想火炮后坐阻力變化規(guī)律作為等效緩沖目標(biāo)，以密閉發(fā)生器中6 g火藥產(chǎn)生的爆炸沖擊力作為沖擊源，推動(dòng)磁流變緩沖器與258 kg質(zhì)量塊沿光滑導(dǎo)軌作后坐運(yùn)動(dòng)，研究多級(jí)獨(dú)立式磁流變緩沖器在不同線圈工作模式下動(dòng)態(tài)響應(yīng)及其可控性。因此，憑借4級(jí)線圈獨(dú)立可加載電流特性，本文采用3種不同的實(shí)驗(yàn)方案進(jìn)行試驗(yàn)，即統(tǒng)一加載、組合控制和開環(huán)級(jí)聯(lián)控制模式：

1)在統(tǒng)一加載模式作用下，每個(gè)線圈都加載等值激勵(lì)電流I，分別為0 A、0.50 A、1.00 A和2.00 A.

2)在組合控制模式下，4個(gè)獨(dú)立線圈可完成多種組合方式工作，如單一線圈式、2級(jí)線圈式、3級(jí)線圈式和4級(jí)線圈式。為簡化隨機(jī)組合方式及方便對比研究，表2列出了16種實(shí)驗(yàn)測試情形，同時(shí)確保所加載線圈電流總和為2.00 A. 另外，針對單一線圈、2級(jí)線圈和3級(jí)線圈工作情況，每個(gè)工作線圈加載電流分別為2.00 A、1.00 A和0.67 A. 不同線圈組合方式反映的是緩沖器阻尼間隙內(nèi)沿軸向運(yùn)動(dòng)方向上不同磁場分布規(guī)律。

3)在開環(huán)級(jí)聯(lián)控制模式下，每個(gè)線圈依次從線圈1到線圈4加載等值激勵(lì)電流，時(shí)間間隔為10 ms，如圖6所示。

4 阻尼力動(dòng)態(tài)響應(yīng)結(jié)果

根據(jù)表2所提出的試驗(yàn)方案，對反后坐磁流變緩沖系統(tǒng)進(jìn)行了沖擊緩沖試驗(yàn)，最大沖擊速度一致為3.5 m/s左右。圖7～圖10表示多級(jí)獨(dú)立式磁流變緩沖器在不同線圈工作模式下輸出阻尼力響應(yīng)結(jié)果。為提高測量精度以保證試驗(yàn)數(shù)據(jù)的有效性，每組實(shí)驗(yàn)均進(jìn)行3次，每組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)取算術(shù)平均值后獲得測量結(jié)果。

表2 組合控制模式下不同線圈加載電流分布情況Tab.2 Distributions of applied currents on different coils in combined control mode A

圖6 開環(huán)級(jí)聯(lián)控制模式下線圈電流(1.00 A)加載次序Fig.6 Loading sequence of 1.00 A current in open-loop cascade control mode

圖7 統(tǒng)一加載模式下磁流變緩沖器動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性Fig.7 Dynamic response characteristics of MR absorber in uniform loading mode

4.1 統(tǒng)一加載模式

圖7表示在激勵(lì)電流統(tǒng)一加載模式下緩沖器的動(dòng)態(tài)響應(yīng)結(jié)果，包括后坐阻力-速度、后坐阻力-位移及后坐阻力-時(shí)間特性曲線，其中庫倫阻尼力表示為不同電流加載下后坐阻力與零場(I=0 A)情況下的平均差值。從圖7(a)可看出，電流越大，所產(chǎn)生的庫倫阻尼力也越大。當(dāng)加載電流為0.50 A、1.00 A和2.00 A時(shí)，庫倫阻尼力分別為539 N、921 N和1 086 N，但相對應(yīng)的增量有所減少。這是因?yàn)殡S著加載電流的進(jìn)一步增大，所產(chǎn)生垂直作用于磁流變液流動(dòng)方向的磁場強(qiáng)度也增大，但屈服應(yīng)力趨向飽和。在慣性后坐階段(即速度下降沿段)，后坐阻力與速度基本呈線性關(guān)系，且在不同加載情況下此階段大致呈平行關(guān)系，表明在自由后坐時(shí)期磁流變緩沖器的阻尼力輸出性能較穩(wěn)定。

圖8 組合控制模式下磁流變緩沖器動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性Fig.8 Dynamic response characteristics of MR absorber in combined control mode

圖9 不同工作模式下最大庫倫阻尼力對比Fig.9 Comparison of maximum Coulomb forces in different working modes

圖10 開環(huán)級(jí)聯(lián)控制與統(tǒng)一加載模式多級(jí)獨(dú)立式磁流變緩沖器輸出動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性對比Fig.10 Comparison of dynamic response characteristics of multi-coil magnetorheological absorber in combined control and uniform loading modes

值得注意的是，在速度上升沿水平段，輸出后坐阻力與速度存在明顯的滯后現(xiàn)象，而當(dāng)后坐位移達(dá)到30～40 mm左右時(shí)(見圖7(b))，后坐阻力才急劇上升到最大值。該非線性變化是由于緩沖器容器內(nèi)液體呈現(xiàn)不完全充滿狀態(tài)，存在少量的氣泡，導(dǎo)致在初始沖擊階段阻尼力變化不明顯；當(dāng)氣泡完全受迫排除時(shí)，磁流變液開始被大量擠入阻尼通道，產(chǎn)生黏滯阻尼力和磁場作用下的庫倫阻尼力。

因此，單出桿磁流變緩沖器在沖擊載荷下的動(dòng)態(tài)過程可歸結(jié)為4個(gè)階段：1)氣體壓縮階段；2)初始沖擊階段；3)過渡階段；4)自由后坐階段。另外，經(jīng)過最大行程緩沖后仍未消耗的沖擊能量則通過橡膠緩沖墊碰撞回彈進(jìn)一步耗散。如圖7(c)所示，在無外加磁場(I=0 A)條件下，緩沖器回彈距離約為300 mm，當(dāng)電流增大至2.0 A時(shí)，其回彈距離大幅降低至50 mm，表明通過調(diào)節(jié)激勵(lì)電流大小對磁流變緩沖器阻尼能耗作用具有一定的可控性。

4.2 組合控制模式

與統(tǒng)一加載電流模式的區(qū)別在于，組合控制模式通過獨(dú)立加載激勵(lì)電流，所產(chǎn)生的磁感應(yīng)強(qiáng)度在有效區(qū)域上的分布難以保證均勻，導(dǎo)致阻尼間隙內(nèi)存在著磁場梯度，可能引起磁性顆粒發(fā)生運(yùn)動(dòng)，從而影響磁流變緩沖器阻尼性能。

圖8(a)為單一線圈加載2.00 A電流的響應(yīng)結(jié)果，各工作模式下產(chǎn)生的庫倫阻尼力排序分別為：線圈3>線圈4>線圈2>線圈1，其中線圈3工作產(chǎn)生最大的庫倫阻尼力，其值為412 N. 而線圈1工作所產(chǎn)生的庫倫阻尼力值最小，其值為230 N. 幾乎所有阻尼力-速度特性曲線與零場情況下的特性曲線相平行。圖8(b)為2級(jí)線圈獨(dú)立加載1.00 A電流的響應(yīng)結(jié)果，其中產(chǎn)生最大庫倫阻尼力為線圈2和線圈3、線圈2和線圈4的組合，其值達(dá)到679 N，隨后依次為線圈1和線圈3、線圈1和線圈4組合。圖8(c)為任意3級(jí)線圈各自加載0.67 A電流的響應(yīng)結(jié)果，由圖中可知，線圈1、線圈2和線圈3組合與線圈1、線圈2和線圈4組合產(chǎn)生的庫倫阻尼力類似，接近607 N，遠(yuǎn)大于同時(shí)包含第3級(jí)和第4級(jí)線圈組合，即線圈2、線圈3和線圈4與線圈1、線圈3和線圈4組合。而在圖8(d)中，當(dāng)4級(jí)線圈全部加載電流，線圈組合線圈1～線圈4電流為0.30 A、0.70 A、0.30 A、0.70 A時(shí)產(chǎn)生最大的庫倫阻尼力，約為690 N. 而其他兩種組合方式，如線圈組合線圈1～線圈4電流分別為0.20 A、0.80 A、0.80 A、0.20 A和0.70 A、0.60 A、0.40 A、0.30 A時(shí)達(dá)到最大庫倫阻尼力，分別為614 N和584 N. 值得肯定的是，上述4種組合方式的可控性能都要優(yōu)于統(tǒng)一加載模式，即線圈1～線圈4組合的電流為0.50 A、0.50 A、0.50 A、0.50 A.

圖9表示以總輸入電流2.00 A為限、兩種不同工作模式，即統(tǒng)一加載和組合控制下最大庫倫阻尼力的對比效果。由圖9可知，在各線圈統(tǒng)一加載0.50 A電流時(shí)所產(chǎn)生的庫倫阻尼力為539 N，要大于組合控制模式下的單一線圈加載2.00 A所產(chǎn)生的最大庫倫阻尼力412 N，而明顯小于2級(jí)線圈、3級(jí)線圈和4級(jí)線圈加載電流的響應(yīng)結(jié)果，充分體現(xiàn)了獨(dú)立加載激勵(lì)電流特性的優(yōu)越性和可控性。另外根據(jù)文獻(xiàn)[16]可知，線圈加載電流值越大，其磁流變液產(chǎn)生的阻尼力響應(yīng)速度越快。因此，采用較少線圈工作、較大電流激勵(lì)的組合加載模式來替代統(tǒng)一加載模式，可大幅度提高緩沖器的響應(yīng)速度；若需進(jìn)一步考慮能耗問題，建議選用3級(jí)或4級(jí)線圈獨(dú)立加載形式，從而既能實(shí)現(xiàn)期望的阻尼力輸出、提高緩沖器響應(yīng)時(shí)間，又能減少耗電。

綜上所述，多級(jí)獨(dú)立式磁流變緩沖器既可實(shí)現(xiàn)傳統(tǒng)串聯(lián)式緩沖器阻尼輸出特性，同時(shí)又能根據(jù)不同緩沖目標(biāo)進(jìn)行優(yōu)化配置工作線圈。通過上述對多級(jí)線圈組合工作模式下的沖擊試驗(yàn)研究可知，激勵(lì)電流所產(chǎn)生的磁場強(qiáng)度和阻尼間隙內(nèi)的磁場分布規(guī)律對緩沖器輸出阻尼力性能影響顯著。單一線圈工作所產(chǎn)生的磁場在阻尼間隙內(nèi)分布過于集中，易使磁流變效應(yīng)趨于飽和，導(dǎo)致輸出庫倫阻尼力增長有限。隨著工作線圈級(jí)數(shù)的進(jìn)一步增加，阻尼間隙內(nèi)的有效磁化面積增大，配合優(yōu)化的分布規(guī)律，緩沖器可控性能可得到有效提高。

4.3 開環(huán)級(jí)聯(lián)控制模式

為了最大程度地減少?zèng)_擊傳遞到基座的峰值力，基于磁流變緩沖器多級(jí)線圈獨(dú)立加載激勵(lì)電流的特性，提出如圖6所示的開環(huán)級(jí)聯(lián)控制方式。初始時(shí)刻僅線圈4加載激勵(lì)電流，即單一線圈工作模式，沖擊載荷作用后每隔10 ms依次增加工作線圈個(gè)數(shù)，即加載等值激勵(lì)電流的組合線圈依次為線圈4→線圈3和線圈4→線圈2、線圈3和線圈4→線圈1～線圈4，從而對時(shí)間和阻尼間隙軸向二維度同時(shí)加以控制。

圖10表示開環(huán)級(jí)聯(lián)控制方式對沖擊載荷作用下磁流變緩沖器動(dòng)態(tài)性能的控制效果，包括輸出阻尼力響應(yīng)及能量耗散。其中，相比于傳統(tǒng)單維度(時(shí)間)控制方式，開環(huán)級(jí)聯(lián)控制方式有利于更大程度上減少峰值阻尼力幅值，并且延后其出現(xiàn)時(shí)刻。如圖10(a)所示，當(dāng)加載各線圈激勵(lì)電流分別為0.50 A時(shí)，第1峰值阻尼力的減小量ΔFp1和出現(xiàn)時(shí)刻的延后時(shí)間ΔTp1分別為300 N和5 ms. 另外，結(jié)合圖10(b)和圖10(c)可看出，隨著加載激勵(lì)電流從0.50 A增大到2.00 A，第1峰值阻尼力的減小量ΔFp3逐漸增加到600 N，同時(shí)峰值阻尼力出現(xiàn)時(shí)刻ΔTp3也不斷延后到15 ms. 這反映了級(jí)聯(lián)控制輸入電流主要對阻尼峰值的影響較大，尤其在高速?zèng)_擊下峰值阻尼力對阻尼通道的“啟閉”狀態(tài)較為敏感。當(dāng)初始沖擊時(shí)各線圈同時(shí)加載等值電流，整個(gè)阻尼通道內(nèi)產(chǎn)生較均勻磁場，使磁流變液表觀黏度急劇增大，導(dǎo)致緩沖器在承受沖擊瞬間因液體難以流過阻尼通道而產(chǎn)生較大阻尼力。反之，從阻尼通道末端至前端逐級(jí)延時(shí)加載激勵(lì)電流時(shí)，液體在沖擊一瞬間較易流過阻尼通道，可在一定程度上緩解“液體阻塞”現(xiàn)象[17]，以降低阻尼力峰值。

綜上所述，將開環(huán)級(jí)聯(lián)控制方式應(yīng)用到?jīng)_擊載荷作用下實(shí)現(xiàn)對沖擊力和位移的平穩(wěn)控制，具有一定可行性。值得注意的是，建立在該開環(huán)級(jí)聯(lián)控制方式基礎(chǔ)上的沖擊能量耗散速度較慢，對磁流變緩沖器的最大阻尼行程提出了更高的要求。

5 可控性分析

在沖擊初始階段，緩沖器輸出阻尼力由于氣體壓縮以及流體慣性作用表現(xiàn)出強(qiáng)烈的非線性響應(yīng)特性，使得耗能效率遠(yuǎn)低于期望值；而由加載電流產(chǎn)生的庫倫阻尼力對提高阻尼器響應(yīng)影響甚微，因此該階段可視為非可控區(qū)域。只有當(dāng)輸出阻尼力接近火藥沖擊力，即后坐速度低于某個(gè)臨界值(約為3 m/s)時(shí)，磁流變反后坐緩沖運(yùn)動(dòng)開始進(jìn)入可控區(qū)域。通常情況下，可控區(qū)域與分可控區(qū)域的分界點(diǎn)出現(xiàn)在火藥氣體的后效期，即緩沖器響應(yīng)的過渡階段。

圖11 不同工作模式下磁流變緩沖器實(shí)驗(yàn)響應(yīng)特性Fig.11 Experimental dynamic response characteristics of MR absorber in different working modes

為逼近理想緩沖效果，圖11給出了多級(jí)獨(dú)立式磁流變緩沖器在不同工作模式下的試驗(yàn)曲線與45°射角下火炮理想后坐曲線對比，包括后坐阻力和速度響應(yīng)。由圖11可知，由于存在氣體壓縮作用，后坐阻力需要較大的峰值力才能耗散相應(yīng)的沖擊能量，在一定程度上降低了火炮射擊的穩(wěn)定性。而在可控區(qū)域，通過不同線圈組合工作模式以及調(diào)整激勵(lì)電流大小，可實(shí)現(xiàn)對后坐阻力及速度響應(yīng)的有效控制。當(dāng)4級(jí)線圈組合線圈1～線圈4的加載電流分別為0.20 A、0.80 A、0.80 A、0.20 A時(shí)，后坐阻力-速度變化斜率類似于理想情況，但實(shí)際后坐阻力幅度要低于期望值，使得緩沖行程超出緩沖器600 mm的最大有效行程，最后通過碰撞橡膠緩沖墊來耗散剩余沖擊能量；2級(jí)線圈組合線圈2、線圈4加載電流均為1.00 A情況所產(chǎn)生的實(shí)際后坐阻力幅度較前者有較大幅度提升，但仍低于理想期望值。隨著激勵(lì)電流的增加，后坐阻力響應(yīng)逐漸逼近目標(biāo)曲線。然而，統(tǒng)一加載電流2.00 A模式下，可控區(qū)域內(nèi)后坐阻力從約為4 000 N的峰值點(diǎn)快速降低到1 500 N左右；過高的峰值力及過快的變化速率無法滿足理想后坐阻力-速度變化規(guī)律。相比而言，級(jí)聯(lián)控制(I=1.00 A)情況顯著抑制了峰值阻尼力，是最接近理想火炮緩沖變化的工況；不足的是，可控區(qū)域內(nèi)平均后坐阻力幅值還需進(jìn)一步提高，這將是后續(xù)研究重點(diǎn)工作。

6 結(jié)論

本文針對機(jī)動(dòng)型火炮反后坐裝置，在構(gòu)建多級(jí)、可獨(dú)立加載電流式磁流變緩沖器基礎(chǔ)上，提出了3種不同工作模式來研究組合線圈對輸出緩沖性能的影響。主要貢獻(xiàn)及結(jié)論如下：

1)以火炮較大射角θ=45°的發(fā)射狀態(tài)為研究對象，建立了含磁流變緩沖器的火炮反后坐運(yùn)動(dòng)微分方程，并提出了以射擊穩(wěn)定性為前提盡可能縮短后坐行程的緩沖目標(biāo)。

2)沖擊實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，針對3種不同工作模式，在輸入總電流為2.00 A的前提下，組合線圈模式下所產(chǎn)生的最大庫倫阻尼力為690 N，顯著優(yōu)于等值加載情況所獲得的539 N；而開環(huán)級(jí)聯(lián)控制模式雖能有效地降低后坐峰值阻力和延后其出現(xiàn)時(shí)刻，但同時(shí)對緩沖器最大有效行程提出了更高的要求。

3)強(qiáng)沖擊載荷作用下，磁流變緩沖器動(dòng)態(tài)響應(yīng)分為非可控區(qū)域和可控區(qū)域。在非可控區(qū)域內(nèi)，火藥沖擊力占主導(dǎo)地位；而在可控區(qū)域內(nèi)，通過調(diào)節(jié)組合線圈和激勵(lì)電流時(shí)間和大小可有效控制后坐阻力-位移變化規(guī)律，以逼近理想緩沖效果。

4)基于時(shí)間和空間二維電流加載次序，該緩沖器可實(shí)現(xiàn)靈活多變阻尼特性輸出，在以基于射擊穩(wěn)定性最小化后坐行程為緩沖目標(biāo)的火炮抗沖擊系統(tǒng)中具有一定的可控性。